高溫后鋼纖維自密實混凝土動、靜態力學性能研究

朱 明,宮能平,穆朝民,蔡天宇,章 雨

(1.安徽理工大學土木建筑學院,淮南 232001;2.安徽理工大學力學與光電物理學院,淮南 232001;3.安徽理工大學安全科學與工程學院,淮南 232001)

0 引 言

自密實混凝土(self-compacting concrete, SCC)由于流動性高、無須人工振搗、適用性強、密實性高等特點被廣泛應用于機場、核電站與大劇院等大型建筑物[1]。與普通混凝土相比,SCC具有良好的流動性,這一特點使其在拌和的過程中需要更多的水和膠凝材料,從而導致SCC在養護早期容易出現收縮開裂的問題。經前人研究[2]發現,向SCC中摻入鋼纖維可以有效減輕開裂程度。鋼纖維自密實混凝土(steel fiber reinforced self-compacting concrete, SFRSCC)融合了自密實混凝土與普通混凝土的特點,與普通混凝土相比,SFRSCC具有更高的流動性,與自密實混凝土相比,SFRSCC具有更高的抗裂、抗拉和抗沖擊能力[3]。在面臨火災和火災引起的爆炸等災害時,建筑物混凝土材料與結構會不可避免地受到高溫和沖擊荷載的影響,這對建筑物結構的安全性與穩定性造成了巨大威脅[4]。對高溫后鋼纖維自密實混凝土動、靜態力學性能進行研究,可以為火災后建筑結構的穩定性和安全性評估、加固修復等提供參考[5]。

目前,國內外學者的研究主要聚焦于高溫對SCC靜態力學性能的影響以及不同纖維對SCC動態力學性能的影響。例如,張聰等[4]利用蒸汽壓力爆裂理論預測了火災下不同纖維SCC的高溫爆裂,發現細PP纖維和鋼纖維對SCC內部蒸汽壓力下降有顯著影響;王連坤等[6]對經過不同溫度處理后的SCC采取不同冷卻方式進行了靜態力學研究,發現相同高溫下,自然冷卻的SCC具有較高的靜態抗壓強度,而噴水冷卻的則較低;陶津等[7]對SCC、摻加聚丙烯纖維的SCC和高強混凝土開展了高溫爆裂試驗,發現相對于未加纖維的SCC,添加纖維的SCC爆裂現象明顯改善;Ali等[8]通過研究發現,鋼纖維可以阻止混凝土裂紋的擴展,有助于提高爆裂剝落強度;Karatas等[9]研究表明,200 ℃之前,隨著溫度等級的升高,鋼纖維SCC靜態抗壓強度增大,與申海洋等[10]的試驗結果基本一致;劉志恒等[11]發現經過300 ℃高溫作用后,橡膠自密實混凝土在重復沖擊下的承載能力低于普通自密實混凝土。

隨著有限元數值模擬軟件技術的發展,LS-DYNA成為了目前世界上分析功能最完備的顯式動力分析程序包,利用LS-DYNA軟件建立分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar, SHPB)模型對混凝土在高應變率下的力學行為進行數值模擬研究正在成為一種趨勢[12]。張社榮等[13]利用LS-DYNA有限元軟件,采用Holmquist-Johnson-Cook(HJC)本構模型對碾壓混凝土的SHPB試驗進行了模擬,并得到了與試驗結果一致的力學行為;巫緒濤等[14]結合混凝土動態力學試驗與數值模擬對HJC本構模型參數標定等問題進行了研究;Xu等[15]利用SHPB裝置對高溫后的混合纖維增強混凝土進行了動態劈裂試驗,結果表明,通過對HJC模型部分參數進行修正,可以很好地表征劣化后高溫混凝土的力學性能狀態。然而,目前對高溫作用后的SFRSCC的動態抗壓特性進行數值模擬研究并不十分普遍。

綜上所述,目前關于高溫及纖維對混凝土材料動力學性能影響的研究成果頗豐,但是對利用試驗及數值模擬手段對高溫后SFRSCC的動力學性能影響的研究鮮有報道。為探索高溫對SFRSCC動、靜態力學性能的影響,本文利用RMT實驗機和SHPB裝置對常溫及不同高溫處理后的SFRSCC進行了準靜態壓縮試驗和沖擊壓縮試驗,考察了靜態抗壓強度、動態抗壓強度和動態強度增長因子等力學指標。結合試驗和數值分析的結果,綜合分析了高溫對SFRSCC的動力學性能的影響。

1 實 驗

1.1 試件制備

在本試驗中,配制SFRSCC的水泥為楊春水泥有限公司生產的P·O 52.5型硅酸鹽水泥,主要化學成分見表1;粗骨料為淮河所產的碎石,表觀密度2.67 g/cm3;細骨料為天然河砂,表觀密度2.67 g/cm3,堆積密度1.45 g/cm3;粉煤灰產地為大連市華能電廠所;水為自來水;外加劑為山西飛科新材料科技有限公司生產的聚羧酸類減水劑(HLX標準型),減水率28%,含氣率3%;鋼纖維選用φ0.2 mm× 13 mm的直鋼纖維。參考已有的研究成果,混凝土中的鋼纖維體積率不大于2%時,力學性能與經濟效益二者最佳[16-17],故在本文的靜態壓縮試驗與動態沖擊試驗中,混凝土試件的鋼纖維體積率均為2%。根據《自密實混凝土應用技術規程》(JGJ/T 283—2012)進行理論計算和試驗測試,控制水灰比為0.4,最終確定SFRSCC配合比(見表2)。制備2種不同規格試件(φ50 mm×100 mm、φ55 mm×30 mm)分別應用于靜態壓縮試驗和動態壓縮試驗,對試件進行標準養護,養護周期28 d。

表1 膠凝材料的主要化學成分Table 1 Main chemical composition of cementitious materials

表2 鋼纖維自密實混凝土配合比Table 2 Mix proportion of SFRSCC

1.2 試驗裝置與方法

利用FP311C型馬弗爐對SFRSCC試件進行高溫處理,綜合先前的研究[18-20],高溫加熱溫度設計為200、400、600和800 ℃ 4個等級。馬弗爐以10 ℃/min的升溫速率加熱試件到預定溫度后,保持溫度恒定2 h。為保證試件受熱均勻,并避免溫差過大導致試件內部產生缺陷,冷卻方式為利用爐腔內的余溫冷卻。采用RMT-150C實驗機對高溫后SFRSCC試件進行靜態力學性能研究。

高溫后SFRSCC的沖擊壓縮試驗采用φ75 mm的SHPB試驗系統,系統原理見圖1。其撞擊桿、入射桿、透射桿和吸收桿的材質均為高強度合金鋼,基本參數如表3所示。根據一維應力波假設和均勻性假設,使用二波法[21]進行數據處理,其主要原理如式(1)所示。

圖1 分離式霍普金森壓桿試驗系統原理圖Fig.1 Schematic diagram of split Hopkinson pressure bar test system

表3 桿件基本參數Table 3 Basic parameters of bars

(1)

2 結果與討論

2.1 質量損失

由于高溫作用,SFRSCC試件高溫前后質量發生了變化,測量并計算加熱前后試件質量差與加熱前的質量比,即質量損失率[20]。在不同溫度等級下試件的質量損失率如圖2所示,隨著溫度等級的增加,試件質量損失率逐漸增高。25～200 ℃時,試件失重最快,質量損失率為5.72%。一方面,試塊內部孔隙的自由水加速蒸發。另一方面,鈣礬石脫水分解,163 ℃時,二水合硫酸鈣完全失水,導致試件質量損失率比較大[20]。200～600 ℃時,試件失重較快,C-S-H凝膠開始脫水反應,如果還有未水化的水泥,可能發生二次水化[7,22]。600～800 ℃時,試件失重最慢,質量損失率僅由600 ℃時的10.65%增長到800 ℃時的11.69%,試件的水分基本蒸發,質量損失主要是由碳酸鈣高溫分解產生氧化鈣與二氧化碳引起[23]。如果氧化鈣靜置一段時間,就會水解導致試件體積膨脹。不同溫度等級下的試件外觀如圖3所示,600 ℃時開始產生裂紋,800 ℃時出現明顯裂紋。

圖2 不同溫度等級下SFRSCC的質量損失率Fig.2 Mass loss rate of SFRSCC with different temperature grades

圖3 不同溫度等級下試件外觀特征Fig.3 Appearance characteristics of specimens exposed with different temperature grades

2.2 靜態壓縮試驗結果

圖4為不同溫度等級下SFRSCC的靜態抗壓強度,數據為相同溫度等級下3個靜態壓縮試驗結果的平均值。由圖4可以看出,隨著溫度等級的提高,靜態抗壓強度呈先上升后下降的趨勢,并在200 ℃時達到最大值66.9 MPa,相較于常溫(25 ℃)下提升了11.3%。400、600和800 ℃時,相較于常溫(25 ℃)下分別下降了25.5%、49.4%和84.7%。該趨勢和申海洋等[10]研究的輕骨料混凝土的靜態抗壓強度與溫度的關系具有相似規律。高溫對SFRSCC的靜態抗壓強度不僅有弱化效果還有增強效果,對SFRSCC的靜態抗壓強度具有顯著影響。

圖4 不同溫度等級下SFRSCC的靜態抗壓強度Fig.4 Static compressive strength of SFRSCC with different temperature grades

2.3 動態壓縮應力-應變曲線

經歷不同溫度后的SFRSCC在不同平均沖擊速度(6.7、9.6、11.0、12.5 m/s)下的動態壓應力-應變曲線如圖5所示,為了便于敘述,本文中平均沖擊速度均簡稱為沖擊速度。圖5表明,經高溫處理后SFRSCC的動態應力-應變曲線變化規律與常溫(25 ℃)下SFRSCC動態應力-應變曲線具有相似的發展趨勢,大致可以劃分為4個階段:1)壓密階段,曲線呈上凹形,試件內部細微裂縫在外力作用下閉合;2)彈性變形階段,曲線近似為一條直線;3)塑性發展階段,此階段隨著應變不斷增加,應力的增長速率不斷減小,達到峰值應力時,曲線的斜率為0;4)破壞階段,該階段對應峰值應力后迅速下降曲線,此時曲線斜率為負,試件發生破壞。

圖5 高溫后不同沖擊速度下SFRSCC的動態應力-應變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC after high temperature under different impact velocities

2.4 動態抗壓強度

混凝土動態峰值應力為動態應力-應變曲線中的最大應力值,當混凝土發生破壞時,動態抗壓強度值與動態壓縮峰值應力相等,當混凝土未發生破壞時,動態抗壓強度值大于動態壓縮峰值應力[24]。在本文所涉及的動態力學試驗中,SFRSCC試件均在沖擊壓縮下發生破壞,故SFRSCC的動態壓縮峰值應力可視作動態抗壓強度值。不同沖擊速度下,SFRSCC動態抗壓強度與溫度等級的關系如圖6所示,在相同沖擊速度下,隨溫度等級的提高試件的動態抗壓強度呈先增大后減小的趨勢,當溫度等級為200 ℃時,動態抗壓強度達到最大值,當溫度大于200 ℃時,試件的動態抗壓強度減小。為進一步研究應變率與溫度對SFRSCC動態抗壓強度的影響,根據式(2)[25]擬合得到不同溫度等級下動態抗壓強度與應變率的擬合結果關系如圖7所示,試件的動態抗壓強度與應變率呈明顯的線性相關。在不同溫度等級(25～800 ℃)下,試件的動態抗壓強度與應變率呈正線性相關。

圖6 不同沖擊速度下SFRSCC動態抗壓強度與溫度等級的關系Fig.6 Relationship between dynamic compressive strength and temperature grade of SFRSCC at different impact velocities

圖7 不同溫度等級下SFRSCC動態抗壓強度與應變率擬合結果Fig.7 Fitting results of dynamic compressive strength and strain rate of SFRSCC at different temperature grades

(2)

表4 式(2)的擬合參數結果Table 4 Fitting results of parameters in Eq.(2)

綜合圖6和圖7可以看出,高溫后SFRSCC的動態抗壓強度是應變率效應和溫度效應耦合作用的結果。進一步對比分析應變率效應與溫度效應對SFRSCC動態抗壓強度的影響大小,圖8為不同高溫處理后SFRSCC動態抗壓強度變化率(相較于常溫)。當溫度等級為200 ℃時,不同沖擊速度下的SFRSCC較常溫強度變化率均為負值,說明SFRSCC不僅有溫度軟化效應,還有溫度強化效應;當溫度等級為800 ℃時,SFRSCC強度變化率隨著沖擊速度的增大(即應變率的增大)而逐漸減小,說明在800 ℃、6.7～12.5 m/s的沖擊速度下,應變率強化效應較溫度軟化效應對SFRSCC動態抗壓強度的影響更大,占主導地位;當溫度等級為400 ℃、沖擊速度為11.0～12.5 m/s時,SFRSCC強度變化率增大,溫度軟化效應占據主導地位。綜上可知,應變率效應和溫度效應對高溫后SFRSCC的動態抗壓強度影響程度隨著應變率的不同和溫度的不同而不斷變化。

圖8 不同高溫處理后SFRSCC動態抗壓強度變化率Fig.8 Dynamic compressive strength change rate of SFRSCC after different high temperature treatments

2.5 動態強度增長因子

動態強度增長因子(dynamic intensity growth factor, DIF)通常被用來量化應變率效應對混凝土動態強度的影響,是動態強度與靜態強度的比值[26],計算公式如式(3)所示。

DIF=fd/fs

(3)

式中:fd為動態強度,fs為靜態強度。

不同沖擊速度下DIF值隨溫度變化曲線如圖9所示,在相同溫度等級下,SFRSCC試件DIF值隨著沖擊速度的提升而增大。在同一沖擊速度下,600與800 ℃時曲線的斜率有明顯提升,即SFRSCC試件DIF值在800 ℃時出現明顯增大。除800 ℃外,溫度等級的提升對SFRSCC試件的DIF值影響無顯著規律。

圖9 不同沖擊速度下DIF值與溫度的關系Fig.9 Relationship between DIF value and temperature at different impact velocities

普通混凝土動態強度增長因子與應變率的關系計算現階段已有很多經驗公式,本文采用的計算方法如式(4)[26]所示。

(4)

按照式(3)和式(4)計算SFRSCC與普通混凝土的DIF值如圖10所示,溫度等級為25～600 ℃時,試驗數據點分布在CEB-FIP曲線兩側,說明SFRSCC的應變率敏感性和普通混凝土比較接近。當應變率低于350 s-1時,試驗數據點均在CEB-FIP曲線下方。當應變率高于350 s-1時,試驗數據點大多在CEB-FIP曲線上方。800 ℃時,SFRSCC數據點均在CEB-FIP曲線上方,說明800 ℃高溫處理后SFRSCC的應變率敏感性大于普通混凝土,當應變率為497.16 s-1時,800 ℃時SFRSCC的DIF值是常溫下普通混凝土的3.6倍。

圖10 不同溫度下DIF值與應變率的關系Fig.10 Relationship between DIF value and strain rate at different temperatures

為進一步研究應變率對DIF值的影響,采用廣泛使用的擬合公式[27],如式(5)所示。

(5)

式中:a、b均為擬合參數,擬合參數結果如表5所示。

表5 式(5)的擬合參數結果Table 5 Fitting results of parameters in Eq.(5)

擬合結果如圖11所示,經不同溫度處理后,SFRSCC的DIF值都隨著應變率的增大而增大。溫度等級為25～600 ℃時,DIF值為1.1～4.2,4條擬合曲線基本接近,而800 ℃的擬合曲線斜率則明顯高于其他溫度等級。

圖11 不同溫度下DIF值與應變率的擬合結果Fig.11 Fitting results of DIF value and strain rate at different temperatures

為進一步研究溫度與應變率對DIF值的影響規律,對應變率求導可得式(6)。

(6)

式中:a為擬合參數。

3 沖擊壓縮數值模擬

3.1 模型建立與參數選取

利用LS-DYNA前處理模塊建立SHPB與試件的有限元模型,模型尺寸與真實尺寸一致,模型的單位制是t-mm-s(噸-毫米-秒)。模型由撞擊桿、入射桿、試件和透射桿四個部分依次組成(見圖12),單元選用Solid164。參考文獻[15,27]的介紹方法,選擇編號為001,關鍵字為“*MAT_ELASTIC”設置撞擊桿、入射桿、透射桿模型,基本參數見表3。選擇編號111#的“*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET”設置試件模型。通過修改關鍵字“*INITIAL_VELOCITY_GENRATION”來改變撞擊桿的初始速度。

圖12 混凝土SHPB試驗的數值模型Fig.12 Numerical model of concrete SHPB test

HJC本構模型是Holmquist等[28]基于大應變、高應變率、高壓力的混凝土所提出的基本計算模型,主要由3個部分構成:強度方程、損傷演化方程和狀態方程。HJC模型有21個不同的參數,按照性質可分為:基本物理力學參數、強度參數、損傷參數和壓力參數。SFRSCC基本物理力學參數參照前文已知部分參數(見表6),最大拉伸強度T和彈性模量E采用文獻[29]中方法計算,其余參數借鑒文獻[13,15,27]中所介紹的“試算-調整-驗證”方法,基于SFRSCC試件動、靜態力學試驗數據確定(見表7)。

表6 試件主要物理力學參數Table 6 Main physical and mechanical parameters of specimens

表7 混凝土HJC模型參數[14]Table 7 HJC model parameters of concrete[14]

3.2 模擬結果

SFRSCC動態應力-應變曲線的模擬與試驗結果對比如圖13和圖14所示。由圖13可以看出,在相同溫度等級(25 ℃)下,模擬曲線與試驗曲線吻合度較好,并且表現出明顯的應變率效應。在相同的沖擊速度下,模擬與試驗兩者曲線在上升階段無明顯差距,但在沖擊速度等級為12.5 m/s時,試驗所得應力-應變曲線與模擬所得曲線有一定差異,原因可能是混凝土試塊不均勻。誤差的產生主要來自兩個方面:一方面,數值模擬設置的試件為均勻材質,而試驗試件的均勻性無法達到模擬的水準;另一方面,HJC模型參數的選取也會影響模擬值[13]。

圖13 不同沖擊速度下常溫SFRSCC的動態應力-應變曲線Fig.13 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at room temperature under different impact velocities

圖14 9.6 m/s沖擊速度下不同溫度處理后SFRSCC動態應力-應變曲線Fig.14 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at 9.6 m/s impact velocity after different temperature treatment

相同的沖擊速度(9.6 m/s)下SFRSCC沖擊壓縮試驗與模擬結果對比如圖14所示,在25與200 ℃溫度等級下,SFRSCC模擬應力-應變曲線與試驗曲線相差不大,曲線上升階段基本相同;而在400、600、800 ℃溫度等級下,模擬應力-應變曲線與試驗曲線在上升階段吻合度不高。當應變小于峰值應變二分之一時,模擬曲線均小于試驗曲線的應力;當應變在峰值應變的二分之一至快達到峰值應變時,模擬曲線均大于試驗曲線的應力;600與800 ℃處理后的SFRSCC沖擊壓縮應力-應變曲線呈現應變硬化型,模擬曲線呈應變軟化型。

為揭示高溫對SFRSCC在沖擊荷載下的影響,以沖擊速度為9.6 m/s的SFRSCC試件為例,選取其在5個溫度等級下的試件破壞圖(見圖15),模擬試件先從其邊緣破壞脫落,再向中間逐漸發生破壞,并向內部塌陷。在25和200 ℃時,試件出現“留芯”現象[13]。在400、600、800 ℃時,隨著溫度等級的逐漸提高,試件的破壞程度加劇,試件“留芯”現象減弱,與試驗中SFRSCC試件的破壞規律具有一致性。數值研究表明,利用LS-DYNA建立SHPB與試件的有限元模型,在SFRSCC靜態力學試驗和動態力學試驗的基礎上確定HJC參數,模擬SFRSCC在沖擊荷載下的破壞過程和破壞形態并進行定性分析是可行的。

圖15 不同溫度等級下SFRSCC的試驗與模擬破壞狀態Fig.15 Experimental and simulated failure states of SFRSCC at different temperature grades

4 結 論

1)高溫(200～800 ℃)后SFRSCC試件動態應力-應變曲線的變化與其常溫(25 ℃)下應力應變曲線的變化規律大致相同,可分為壓密階段、彈性變形、塑性發展和破壞階段。

2)在相同沖擊速度下,隨溫度等級逐漸增加,SFRSCC試件動態抗壓強度先增大后減小,200 ℃時動態抗壓強度最大;動態強度增長因子在25～600 ℃時差距不大,800 ℃時最大。

3)在同一溫度等級下,SFRSCC試件動態抗壓強度與應變率呈線性增長關系,200 ℃時增長速率最大;動態強度增長因子與應變率呈對數增長關系,溫度等級越高,增長速率越大。

4)模擬所得SFRSCC試件動態應力-應變曲線與試驗結果基本一致,沖擊壓縮破壞形態具有相似性,直觀地表現了試件的破壞過程。